1321

日本建築学会大会学術講演梗概集（関東） 2020 年 9 月

コラム角部と通しダイアフラムの異強度材溶接継手に関する耐力評価
その 3 十字継手 3 点曲げ実験結果
異強度材
十字継手
3 点曲げ実験
冷間成形角形鋼管 通しダイアフラム 最大耐力

正会員 ○宗川 陽祐 *1
同服部 和徳 *1
非会員 須永 悟 *6

同 川端 洋介 *2 同 中野 達也 *3
同 原田 幸博 *4 同 佐々木 正道 *5
同 渡辺 亨 *7
同 SOK PISETH*3

lδR

δLh1

3

1. 序dl12.5
P
本報では，十字継手 3 点曲げ実験結果について述べる．
cl
2. 十字継手 3 点曲げ実験結果
lv1
Lv1
Rv1
rv1
(lv2)
(Lv2)
(Rv2)
(rrv2)
2.1 測定方法
3rh1
試験体セットアップを図 1 に示す．支点は治具の都合上， lh1(llh2)(rrh2)
C1
両端ピン支持とし，変位は通しダイア中央および支点計画
C1D1C0位置に設置した 12 本の変位計で計測する．試験体変形性( D1) C0状を図 2 に示す．加力点における曲げ耐力 M は，常に支5C 断面点と加力点の距離 l と反力 P/2 の積となるため，式 (1) でD 断面算出する．試験体左右の変形角 θ R と θ L は，通しダイアの
図 1 試験体セットアップ
回転 θ c と支点計測点が内側および鉛直下方向へ移動する
Lll
M = P/2 · l…式 (1)
ことを考慮して式 (2) ～式 (5) より算出する．加力は最大P…式 (2)θ=δ/l
曲げ耐力 eMu から 30% 耐力が低下するまで実施している．
rRr
θLθr
θlθr
…式 (3)
θ=δ/l
2.2 実験結果一覧および終局状況
θllL lθRP/2P/2
θc…式 (4)θ=θ+θ
実験結果一覧を表 1 に示す．最大曲げ耐力の実験値 e M uRrcθcθc…式 (5)θL = θl +θc
は B-Y ＞ B-t/4 ＞ B-t/8 ＞ B-NY の順で，余盛高さ h1 が大lrll
きい程高い．試験体終局状況を写真 1 に示す．試験体 B-Y
図 2 試験体変形性状と試験体 B-t/4 は，図 1 中の C 断面のコラム側溶接止端部
表 1 十字継手 3 点曲げ実験結果一覧
でき裂が発生（以下，破断モード B1 と称す）している．
最大耐力モーメント
一方で，試験体 B-t/8 と試験体 B-NY は，図 1 中の D 断面計算値※ 2比※ 1実験値
余盛
破断( 実測値 )の通しダイアと溶接金属の界面でき裂が発生（以下，破断試験体D 断面C 断面形状
モードl/ldc
Mu1
Mu2Mu3eMu
モード B2 と称す）している．
(kN·mm) (kN·mm) (kN·mm) (kN·mm)
2.3 曲げ耐力 M‐変形角 θ 関係
01
1.54
3,347
B1B-Y
as weld
3,341
4,312
3,009
曲げ耐力 M‐変形角 θ 関係を図 3 に示す．変形角 θ は
02
1.71
3,620
B1
θ R と θ L のうち，き裂が発生した側の値を用いている．破
01
1.69
3,308
B1B-t/4
2,2162,860
3,009
02 板厚 t/4
1.50
3,194
B1
断モード B2 となった試験体 B-t/8 と試験体 B-NY は , 最大
03
1.70
3,339
B1
曲げ耐力時および加力終了時の変形角 θ に大きな差はな
01
1.52
2,904B2い．一方で，破断モード B1 となった試験体 B-Y と試験体B-t/8
板厚 t/81,810
2,337
3,009021.69
2,992
B2B-t/4 では最大曲げ耐力時および加力終了時の変形角 θ に
01
1.73
2,346B2B-NYなし
1,446
1,8663,009
差が生じており，写真 1 から試験体 B-t/4 は試験体 B-Y と
02
1.54
2,483
B2は異なり，溶接金属の全体が伸びていることが分かる．
B1：コラム側き裂 , B2：通しダイアフラム側き裂※ 1 dl/cl の計画値 =1.51 ※ 2 板厚 t とコーナー R の実測値を用いて算出
2.4 ひずみ性状
B-t/8-01
B-NY-02
B-Y-02
各パラメータ 1 体ずつのひずみ ε- 変形角 θ 関係を図 5
B-t/4-02に示す．破断モード B2 となった試験体 B-t/8-02 と試験体
B-Y-02
B-t/4-02
B-NY-01 はＣ断面近傍のひずみ C0，C1 に比べ，D 断面近傍のひずみ D1 の増加が速いことが分かる．また，破断モード B1 の試験体 B-Y-01 は逆の傾向にある．試験体 B-t/4-01
B-t/8-01
は破断モード B1 であるが，D1 のひずみが先行して増加した後に，C1 のひずみが急増して上回っている．
B-NY-02
3. 考察
コラム側き裂( 破断モード B1)
3.1 余盛高さの影響( 破断モード B2)
通しダイアフラム側き裂Mh
最大曲げ耐力 e u と余盛高さ 1 の関係を図 6 に示す．
図 6 中の式 (6) ～式 (8) は次式より算出している．
写真 1 試験体終局状況
Evaluation on Strength of welded Joints of Diﬀerent Strength Materials between Column Corner and Through Diaphragm
Part3 Cross joint three-point bending test result
SOKAWA Yosuke , et al― 641 ―

5,000

Mu3

4,000

Mu3

3,000

M u1

2,000

Mu2

2,000
B-Y-01
B-Y-021,000

θ (rad)

00.0

0.4a)

0.8

1.2

B-Y

1.625

eM u時のθD1

15

C1

5,000

M (kN·mm)

B-t/8-01
B-t/8-02

4,000
3,0000.00.4b)

0.8

1.21.6M u2

150

2.0

25D1C13,000
2,000θ (rad)
0.0

0.4

0.8

1.2

1.6

25

ε (%)

15

2.0C0C1151055550.40.8a)

1.2

1.6

2.0

0.0

B-Y-01

0.4

0.8

1.2

1.6

2.00

θ (rad)
0.0

0.4

0.8

1.2

1.6

B-t/4-01c) B-t/8-02
図 5 ひずみ ε － 変形角 θ 関係
Mu1 = dZp · dσu · l / dl …式 (6) Mu2 = dZp · wσu · l / dl …式 (7)4,500
破断モードB1
Mu3 = cZp · cσu · l / cl …式 (8)
破断モードB22.000.0b)

最大耐力 eMu (kN·mm)

dZp : D 断面の断面係数 ,cZp : C 断面の断面係数dσu : ダイアフラムの引張強さ ,wσu : 溶着金属の引張強さ

σc u : コラム角部の引張強さ ,l : 支点－加力点距離dl : 支点－ C 断面位置の距離 , cl : 支点－ D 断面位置の距離

0.4d)

0.8

1.62.0D10.4d)

C0
C10.8

1.2

1.62.0B-NY-01

式(7)
1.0

3,500

破断モードB1式(8)2,500

1.2B-NYθ (rad)式(6)d σn /c σu0.0θ (rad)0.020100θ (rad)ε (%)

D110θ (rad)Mu10100Mu3
M u2

1,000

20C0

B-NY-01
B-NY-02

M u1

B-t/4c) B-t/8
図 3 耐力 M － 変形角 θ 関係ε (%)

M (kN·mm)

4,000

Mu3

2,000

θ (rad)

20

C0

5,000

1,000

02.0

ε (%)

20

Mu1

eM u時のθ

1,000

25

B-t/4-01
B-t/4-02
B-t/4-03

4,000

Mu2

3,000

M (kN·mm)eM u時のθM (kN·mm)eM u時のθ

5,000(w σu /c σu)/(dl/cl)(d σu /c σu)/(dl/cl)

0.5（h1=t/4h1=t/8

as weld

h1=t/4h1=t/8

破断実験値 e M u は式 (7) および式 (8) と良好な対応を示してモードB21,500おり，破断モード B2 から破断モード B1 に移行すること
式(13)で最大曲げ耐力が頭打ちになる傾向も概ね捉えている．式5000.0(6) よりも式 (7) の方が実験結果と対応が良いのは，その 20510150.00.20.40.60.8の溶接部性状で述べたように，D 断面は溶接金属の材料特余盛高さ h1(mm)h1/t
図 7 dσn/cσu － h1/t 関係
図 6 eMu － h1 関係性が支配的であるためと考えられる．
3.2 通しダイアフラムの必要強度の材料強度比をモーメント比 dl/cl(=1.51) で除した値を一点C 断面と D 断面の作用モーメントが同じ場合，式 (6) ～鎖線で示す．h1=t/4 の点線と一点鎖線の交点は破断モード(8) は材料強度と塑性断面係数の積となり，本試験範囲でB2 の範囲にあるが，余盛高さ h1=t/4 の試験体 B-t/4 は破断は，破断モード B1 となるために必要な通しダイアの強モード B1 である．したがって，破断モード B2 を防止したい場合，式 (13) を満たせば安全側に設計できるといえる．
度 d σ n は式 (9) を満たす必要がある．塑性断面係数を余盛
4. 結
高さ h1 とコラム板厚 t を用いた簡易式 (10) ～ (12) で表す
本十字継手 3 点曲げ実験の範囲で以下の知見を得た．と式 (9) は式 (13) となり，通しダイアの必要強度 d σ n とコラム角部の引張強さ c σ u の強度比は，h1/t のみに依存する． ［1］余盛高さ h1 が小さい場合，通しダイアフラムと溶接金属の界面にき裂が発生した．
…式 (10)…式 (9) A / cA0 ≒ (t+h1)/ tdσn ≧ cσu· cZp / dZp
2［2］
破断モード B2 の場合，最大曲げ耐力 e M u と余盛高さ…式 (11) dZp ≒ {(t+h1)/ t} · cZp …式 (12)jx / jx 0 ≒ (t+h1)/ t2h1 には正の相関関係があり，破断モード B1 に移行す
dσn1≧
…式(13)
σることで最大曲げ耐力が頭打ちになる傾向を示した．
c u1+h1/tt : コラム板厚 ,h1 : 余盛高さ ,A : D 断面の断面積 ,cA0 : C 断面の断面積［3］破断モード B2 を防止するための通しダイアフラムの
jx: D 断面の引張側と圧縮側の重心間距離
必要強度 d σ n とコラム角部の引張強さ c σ u の強度比は，
jx0 : C 断面の引張側と圧縮側の 重心間距離h1/t に依存することを示した．
dσn : 通しダイアフラムの必要強度）

図 7 に d σ n / c σ u と h1/t の関係を示す．図 7 中に本試験体*1 ベターリビング*4 千葉大学*7 岡部*2 日鉄建材*5 日本製鉄*3 宇都宮大学*6 冬木工業

参考文献・謝辞
その 1 にまとめて示している．

*1 Better Living*2 Nippon Steel Metal Products *3 Utsunomiya Univ.
*4 Chiba Univ.
*5 Nippon Steel corporation*6 Fuyuki kogyo corporation*7 Okabe corporation― 642 ―